脱气除油旋流系统流场分布及分离特性

张爽，赵立新，刘洋，宋民航，刘琳

（1 东北石油大学机械科学与工程学院，黑龙江 大庆 163318；2 黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点实验室，黑龙江 大庆 163318；3 中国科学院过程工程研究所，北京 100190）

随着油田的不断开采，目前我国大部分油田已进入高含水阶段，且采出液中常带有大量伴生气。气体的存在增加了不同介质间的混合和湍流程度，对油水分离的难度和井口计量的精确度等都产生了较大的影响，且伴生气会对工艺中配接的一些元件造成不利影响，进一步恶化分离效果。因此，有效解决伴气因素的不利影响，成为改善油水分离性能的重要研究方向之一。旋流分离法是一种高效离心分离法，相对于油田常用的沉降分离，具有设备体积小、处理时间短、分离效率高等突出优点，采用旋流分离法实现采出液脱气除油处理对于简化陆上地面处理工艺及提升海上平台环保经济的采出液处理技术具有重要的意义。

近年来，众多学者对利用旋流分离实现三相分离进行了研究。1987 年Bendasiki 等提出了一种可以实现悬浮颗粒、油滴和水3种介质分离的旋流器，并且在船舶污水处理中得到应用，由此三相旋流器分离的研究得以展开。大连理工大学的郑娟在柱状旋流式气−液分离器的基础上加装了除砂装置，由此可以实现气−水−砂三相的分离，进一步拓宽了以往三相分离只能从液液固入手的思路。赵立新等结合固−液分离机理和气−液分离机理，提出了内锥式气−液−固三相分离器，有效解决了3种不同介质的分离，研究表明脱气效率在实验数据区间内大多处于90%以上，除砂效率区间为50%～80%，第三相固体的分离效率相对较低。周俊鹏在内锥式气−液−固三相分离器的基础上，改进设计了油−气−水三相分离旋流器，并进行了室内试验，试验数据显示同样存在对气相分离效率较高，而对第三相油相分离效率较低的问题，除油效率未超过90%。郑小涛等在深入研究了气−液旋流分离技术和液−液旋流分离技术后，设计了油−水−气三相旋流分离器。其结构特点为旋流器分为内外两层，分别为气−液分离腔和液−液分离腔，两个分离腔改善了油水分离效率，但是该结构内部结构复杂导致分离空间有限，处理量相对较低。卢秋羽等提出了脱气除油一体化旋流器，并对其结构参数和操作参数进行了研究分析，该结构具有气液分离腔、一级液液分离腔和二级液液分离腔，液液两级分离也提高了油水分离效率，试验结果显示油相分离效率最高可达94%左右，但此时的溢流分流比已经达到了50%，在溢流口损失了较多的液体，影响了分离器的性能。艾昕宇设计了一种串联式一体化三相旋流分离装置，将两个旋流器串联起来使用，并对两个旋流器进行了结构优化，该结构可以减小气体对油水分离的影响，但二级常规油水旋流器对后续油水分离效率的进一步提高存在局限性。在众多研究学者的探索和研究下，针对油气水三相分离的旋流分离技术已经有了明显的突破，但是在研究中还存在的明显问题是，由于气体的密度远远小于另外两相，所以分离效果显著，但是油相和水相密度差异较小，且常规旋流分离器由于自身结构原因会出现对大油滴分离效果好而细小油滴分离效率较差的现象，制约了油水分离效率的提升，这使得三相分离结构中的油水分离部分备受关注。因此本文提出了新型脱气除油旋流系统，在保证脱气效率的同时进一步提高对小油滴的去除效率，并采用数值模拟与室内试验相结合的研究方法对脱气除油旋流系统的流场特性及分离性能开展研究。

1 结构原理

脱气除油旋流系统是将气液分离器与油水分离器串联起来使用，如图1所示，其中气液分离器采用带有倾斜向下入口的柱状气液旋流分离器GLCC型结构，油水分离器采用一种旋流分离器的新型结构——油滴重构旋流器。根据前人研究经验，GLCC 型气液分离器分离效果相对较好，这可以减少气体对后续油水分离的影响。但在旋流分离的过程中，由于气体湍流程度较强仍然会加剧油滴的破碎，使油滴粒径变小且大小不一，若要实现这部分小粒径油滴的高效分离，则需要加大油滴所受的离心力，而油滴重构旋流器的主要结构特点是将旋流器的入口设计成180°弯管形式，并在弯管内设置挡板，通过挡板将旋流器切向入口分为内、外两层，进而使油滴重构旋流器形成内外两层分离空间。内外两层分离空间的主直径不同，分别适用于小粒径油滴和大粒径油滴的离心分离，可以较好地改善含气工况下油水分离效果差的现象。

图1 脱气除油旋流系统

脱气除油旋流系统原理如图2所示，其具体工作原理为：油气水三相混合介质通过倾斜向下的切向入口进入气液分离器后形成旋流状态，由于气相密度与油相、水相密度相差较大，气相和油相、水相沿径向方向所受离心力不同，从而在气液分离器中心部分产生低压区，密度最小的气相被挤向中间低压区，从顶部中心处的气相出口排出，而油水两相边旋转边向下运动沿切向出口进入油滴重构旋流器，当不同粒径的油滴经过弯管时，受惯性分离作用，大粒径油滴由于自身惯性大，在转向过程中主要聚集于弯管的外侧流动，而小粒径油滴自身惯性小，主要聚集于弯管的内侧，从而实现通过弯管形式的入口结构完成油滴的重构，并且重构后的大小油滴分别随水相进入外层和内层不同的分离空间。在内层旋流器中，重质水相受离心力作用被甩向内层旋流器内壁附近区域，并集中于内层油相出口与内层旋流器内壁之间的环形空间向下流动，富含小油滴的轻质油相则主要集中在内层旋流器的轴心处，由内层底部油相出口排出；同理，在外层旋流器中，重质水相受离心力的作用被甩向外层旋流器内壁附近，并沿着外层油相出口与外层旋流器内壁之间的环形空间向下流动，与内层旋流器中分离后的水相汇合由水相出口排出，富含大油滴的轻质油相则集中于内层旋流器外壁附近向下运移，最终由外层油相出口向下排出。脱气除油旋流系统主要参数见表1。

表1 脱气除油旋流系统参数

图2 脱气除油旋流系统原理及尺寸

2 研究方法

2.1 数值模拟

2.1.1 多相流模型

基于欧拉−欧拉方法，多相流模型采用Mixture模型，Mixture模型的连续性方程和动量方程分别如式(1)及式(2)所示。

式中，为密度，kg/m；∇为哈密顿算子；为质量平均速度，m/s；为混合黏性系数，Pa·s；为体积力，N；为相数；α为第相的体积分数；ρ为第相的密度，kg/m；为第相的漂移速度，m/s。

2.1.2 种群平衡模型

种群平衡模型（population balance model，PBM）可以用于计算油滴的破碎及聚集。在旋流分离过程中，油滴的分布随着质量传递和动量传递不断演变，是不同过程（聚集、变形和破碎等）的联合，油滴重构旋流器的油滴重构功能主要通过油滴粒径的改变而体现，因此需要通过种群平衡方程来描述粒群变化，模拟油滴在流动过程中的破碎及聚集现象。种群平衡方程的一般形式如式(3)所示。

式中，为液滴体积，m；为时间，s；为数量密度函数；为液滴速度，m/s；和均为产生率；和均为损失率；下角标B和C分别表示破碎和聚并。

2.1.3 网格划分及边界条件

为了对脱气除油旋流系统分离性能进行数值模拟研究，构建脱气除油旋流系统的流体域模型，利用Gambit 软件对脱气除油旋流系统流体域模型进行网格划分，为了提高计算精度，模型采用全六面体网格结构。网格独立性检验可避免由于网格精度造成的计算偏差，对脱气除油旋流系统流体域模型分别进行620962、710056、832575、933714 四种不同数量网格划分，当网格数达到832575 以上时，分离效率不再随着网格数量的变化而变化，因此综合计算时间后选择网格数832575。根据油田现场采出液性质进行介质物性参数设置，模拟介质为油气水三相，连续相水和离散相气、油的密度分别为998.2kg/m和11.91kg/m、889kg/m，水、油、气的动力黏度分别为1.003×10Pa·s、1.006Pa·s、1.087×10Pa·s，设置油滴粒径为50～800μm，随机分为5组，每组分别占比20%，入口含油体积分数为2%，含气体积分数研究范围为10%～30%。选用压力基准算法隐式求解器稳态求解，采用一阶迎风格式作为对流−扩散项，采用Simplec 压力−速度耦合算法，旋流器的入口采用速度入口（velocity inlet）边界条件，出口均定义为自由出口（outflow），固壁边界按照无滑移边界条件处理。

2.2 试验工艺

基于脱气除油旋流系统数值模拟结果，分别以脱气除油旋流系统的含气体积分数、气相出口分流比为研究对象，开展脱气除油旋流系统分离性能试验研究，对比分析不同含气体积分数、气相出口分流比对脱气除油效果的影响。试验工艺流程如图3所示：油和水分别经计量泵、离心泵泵出，经流量单元计量流量；空气由空气压缩机增压、经储气罐稳压后计量压力、流量；计量后的油、气、水三相在静态混合器中充分混合后，进入脱气除油旋流系统的一级气液分离器；由气液分离器气相出口排出的大部分气体和少部分油水混合液经气液缓冲罐稳压，计量压力和流量后气体排空，液体进入废液罐；由气液分离器底流排出的少部分气体和大部分油水混合液进入下一级油水分离器，油水混合液在油水分离器中进行离心分离，大部分油相通过油水分离器中心处的油相出口排出，依次经过溢流流量计和溢流排液阀进入废液罐，大部分水相由油水分离器边壁处的水相出口排出，依次经过底流排液阀和底流流量计进入废液罐中。待试验流程运行稳定后，分别在入口、水相出口取样，利用马尔文激光粒度仪和红外分光测油仪对样液进行化验分析。室内试验平台及入口、出口处的样液如图4所示。

图3 试验工艺流程

图4 室内试验平台及样液照片

3 结果分析

3.1 油相分布

为了研究油滴重构旋流器的分离性能及优势，分别将常规双锥旋流器、油滴重构旋流器与气液分离器串联进行数值模拟分析。其中，常规双锥旋流器的主直径根据油滴重构旋流器主直径的尺寸进行等效计算，其余部分的尺寸则基于主直径尺寸采用相似原理方法换算，通过数值模拟得到两种结构纵剖面上油相分布如图5 所示。对比图5 可以发现，油滴重构旋流器在纵剖面上最高含油体积分数值处于内层旋流器的轴心线附近，达到了85%左右。这是因为通过入口挡板上侧小空间的流体流入的是内层旋流器，流体速度较大，油水两相的离心力差更大，因此内层的最高含油体积分数大于外层。而常规双锥旋流器中，最高含油体积分数仅为55%左右，且有较多的油相从底部的水相出口流出，通过数值模拟计算得到：常规双锥旋流器水相出口平均含油体积分数0.57%>外层旋流器水相出口平均含油体积分数0.3%>内层旋流器水相出口平均含油体积分数0.26%。油滴重构旋流器水相出口中平均含油体积分数较低，说明了油水混合相通过弯管形式的重构入口后，离心分离的效果更明显，验证了油滴重构旋流器的分离优势。

图5 油相分布对比及运移轨迹

3.2 运移轨迹

为了解脱气除油旋流系统内的分离过程，通过数值模拟得出含气10%时气相和油滴运移轨迹如图6所示。可见，气相从倾斜切向入口进入气液分离器内，先产生向水相出口方向的运动，然后逐渐在径向上产生运动，穿过零轴速包络面，到达内旋流且轴向运动发生变化，逐渐向顶部气相出口方向运动。油相开始进入气液分离器时与水相一起形成外旋流，油滴在向油相出口方向运移的过程中逐渐向内锥靠近，而进入下一级油水分离器之后，油滴在径向上的速度加快，逐渐运移到内外层旋流器的中心处，由底部油相出口流出。通过气相与油滴的运移轨迹可以看出：气相、油相与水相分离效果明显，脱气除油旋流系统分离效果较好。由图6(b)中还可以发现，内层旋流器中油滴粒径较小，而外层旋流器中油滴粒径较大，通过弯管实现了油滴的分层重构。

图6 气相及油滴运移轨迹

3.3 粒度分布

图7为脱气除油旋流系统油滴粒径随轴向位置变化曲线。由图7可知，油滴在气液分离器内运动时，其粒径受含气体积分数影响不明显，在气液分离器出口处均保持0.7mm 左右。对于二级油水分离，内层旋流器中油滴粒径受气体影响变化较大，这是因为气相较轻，在经过弯管时受惯性作用主要集中在弯管挡板上侧，残余气体大部分进入了内层旋流器。当油滴进入内层旋流器内，含气体积分数大于10%时，油滴粒径发生明显的破碎现象，当油滴继续运动到旋流段和锥段时，油滴开始旋转聚结，油滴粒径逐渐增大，直至进入内层油相出口后，由于油相出口直径过小使油滴粒径再次骤减，在内层油相出口中，含气20%时油滴粒径较含气10%时大，其原因是微量气泡可以携带推动油滴运移，加强油滴间的聚结作用。

图7 脱气除油旋流系统沿轴向位置粒度分布

本文选择入口油滴粒径中值作为衡量油滴粒径大小的依据，数值模拟设置其入口油滴粒径中值为0.3mm，因此在下文有关数值模拟的分析中当油滴粒径小于0.3mm 时可以认为此时的油滴相对较小。图8 表示的是图7 中截线（位于弯管上）上油滴粒径分布曲线，由图8可知，混合液经过弯管后大小油滴产生了明显的分层重构现象，含气体积分数为30%时，挡板下侧的油滴粒径值均在0.30mm 以上，最大值接近0.43mm，隔板上侧则基本在0.25mm 以下。从图8 中还可以发现，含气体积分数越大，油滴的分层重构现象越明显，进入内层旋流器的油滴越小，这可以更好地实现内层小旋流器对难分离混合液的离心作用，在一定程度上改善了含气量大时油水分离困难的现象，验证了相比于常规旋流器，油滴重构旋流器更适合作为脱气除油旋流系统的二级。

图8 截线A上油滴粒度分布

利用马尔文激光粒度仪对脱气除油旋流系统的入口、油相出口以及水相出口样液油滴粒径进行测量，得到含气体积分数20%和30%条件下油滴粒度分布如图9 所示，得到油滴粒度分布见表2。由图9(a)可知：油相出口油滴粒径>水相出口油滴粒径>入口油滴粒径，可见脱气除油旋流系统对油滴具有聚结作用；随着含气体积分数的增加，油滴粒径呈现出减小的趋势，油相出口油滴粒径受含气体积分数影响最大，含气20%时油相出口油滴粒径中值为0.175mm，而含气30%时油相出口油滴粒径中值仅为0.063mm，这是因为气体含量增大，在油水分离器内气体的湍流作用增强，对油滴液膜剪切作用加剧，使油相出口粒径明显减小。由图9(b)水相出口中油滴粒径的试验值与模拟值对比图可以发现，试验与模拟测得的油滴粒径分布范围相同，模拟值相对更集中，虽然油滴粒径的试验值和模拟值有一定的差异，但二者分布规律一致且具有一定的吻合度，验证了数值模拟方法的可靠性。对比图7和图9 还可以发现，图9 中油滴粒径相对于图7 整体偏小，这是因为图7中分析的是脱气除油旋流系统轴心处的油滴粒径，轴心处油相含量较大，油滴不断聚结变大，而图9中测量的是入口和出口面的油滴粒径。

图9 油滴粒度分布

表2 油滴粒度分布

3.4 分离效率

由于气相质量难以计量，通过浮子流量计测得气相出口气体流量，利用其占入口气体流量的百分比来计算脱气效率，即气相体积分离效率。利用红外分光测油仪对入口和水相出口样品中的油相质量浓度进行测量，除油效率可由式(4)得到。

式中，为除油效率；为油相分流比；为水相出口中油的质量浓度，mg/L；为入口中油的质量浓度，mg/L。

分流比是表达旋流器分离性能的重要参数，气相出口分流比表示的是气相出口处的流体体积流量占入口流体体积流量的比值。对不同含气体积分数和气相出口分流比下脱气除油旋流系统的分离性能进行数值模拟分析，得到含气体积分数与气相出口分流比对脱气效率和除油效率的交互作用关系如图10 所示。可见，含气体积分数与分流比的交互作用较显著，随着含气体积分数的增加，脱气效率逐渐降低，然而气相出口分流比由20%增加到35%过程中，脱气效率逐渐升高，且随着气相出口分流比逐渐增加，升高趋势逐渐由急剧变为缓慢。这是因为当气相出口分流比小于含气体积分数时，气相大多集中在气液分离器顶部未排出，脱气效率随分流比的增加变化较快，随着气相出口分流比的增加，大部分气相已从气相出口排出，气液分离器顶部气体较少，当气相出口分流比继续增加至大于含气体积分数后，分流比的改变对气体的继续排出影响变小，脱气效率升高缓慢逐渐不再改变。对于除油效率，随着含气体积分数的增加，除油效率明显降低，说明气液分离器底流中气体的残余量越多，对下一级油水分离效率的不利影响越大，另一方面，除油效率随气相出口分流比的增大呈现出先增大后减小的趋势，因此在研究范围内综合脱气效率和除油效率可以得到，含气10%、20%、30%的最佳分流比分别为25%、30%、35%，对应的脱气/除油效率模拟值分别为99.24%/92.26%、97.9%/90.18%、84.68%/86.16%。现阶段海上采油平台一般采用回注水的开发方式进行石油开采，但采用回注水的开发方式对回注水水质有较高的要求，因此虽然通过较低的气相出口分流比能够使气相出口的含水率保持较小的值，但上述研究中的最佳分流比可以更好地保证后续分离后的水符合注水水质标准，减轻原油处理系统处理压力，且气相出口处的液体也会进入污油罐再处理。基于海上采油平台的承重能力以及空间限制等因素，要求海上油田采出液处理工艺流程短、设备占地面积小、水处理停留时间短，因此采用脱气除油旋流系统快速分离工艺，对于海上平台采出液的分离具有较好的应用前景。

为了进一步得到含气体积分数对脱气除油旋流系统脱气除油效率的影响规律，从图10 的交互作用面选取一维线上的数据点进行试验分析，得到气相出口分流比为35%时脱气除油旋流系统的脱气效率和除油效率试验值与模拟值的关系如图11所示，得到底流含油浓度对比见表3。由图11 可知，脱气除油旋流系统的脱气效率和除油效率均随含气体积分数的增加而不断降低，除油效率在含气体积分数为10%时达到最大值94.86%，这是因为随着含气体积分数的增加，气液分离器的脱气效率降低，较多的气相流入下一级油水分离器占据了油相出口，使油相出口中液体减少，降低了除油效率。但脱气效率降低的趋势逐渐增大，而除油效率降低的趋势逐渐变得缓慢，在研究范围内，除气效率与脱油效率均达到了80%以上，进一步证明了油滴重构旋流器可以提高含气情况下的油水分离效率，脱气除油旋流系统对油气水三相分离的适用性较好。通过对脱气效率及除油效率试验值进行多项式拟合，拟合得到二次方程如图11 所示，脱气效率试验值与模拟值平均相对误差约为1.60%，除油效率试验值与模拟值平均相对误差约为4.18%。

图10 含气体积分数与气相出口分流比对脱气效率和除油效率的交互作用

图11 含气体积分数对脱气除油旋流系统分离效率的影响

表3 分流比为35%时底流含油浓度对比

对图10中线上的试验数据进行分析，得到其分离效率受气相出口分流比影响变化规律如图12所示，得到底流含油浓度对比见表4。可见，随着气相出口分流比的增加，脱气除油旋流系统的除油效率呈现出先增高后降低的趋势，在分流比变化范围20%～35%内，除油效率最高可达90.18%，对应脱气效率为97.1%，而当分流比大于30%时，除油效率开始降低。试验值多项式拟合得到的脱气效率、除油效率与气相出口分流比的关系为二次曲线，拟合度分别为0.94003、0.92494，脱气效率模拟值相对试验值的误差约为2.36%，除油效率模拟值相对试验值的误差约为2.79%。通过不同含气体积分数和气相出口分流比条件下脱气除油旋流系统的试验研究，结果表明：脱气除油旋流系统试验值与模拟值的变化规律及吻合度均较好，验证了数值模拟结果的可靠性。

图12 气相出口分流比对脱气除油旋流系统分离效率的影响

表4 含气20%时底流含油浓度对比

4 结论

针对油田采出液伴气因素的不利影响及常规旋流器对小油滴分离效果差的问题，设计了脱气除油旋流系统。基于计算流体动力学模拟以及室内试验的研究方法分析了脱气除油旋流系统的油相分布、运移轨迹、粒度分布和分离效果受含气体积分数及气相出口分流比的影响规律，通过分析得出如下结论。

（1）油滴粒度测量结果表明，油相出口油滴粒径>水相出口油滴粒径>入口油滴粒径，可见脱气除油旋流系统对油滴具有聚结作用；随着含气体积分数的增加，脱气除油旋流系统内的油滴粒径逐渐减小，在研究范围内，含气体积分数为10%时，油相出口粒径最大，其中值为0.175mm，且含气体积分数越大，油滴重构旋流器中的油滴分层重构现象越明显，进入内层旋流器的油滴越小。

（2）含气体积分数与气相出口分流比对脱气除油旋流系统脱气除油效率的交互作用较显著，在研究范围内综合脱气效率和除油效率可以得到，含气10%、20%、30%的最佳分流比分别为25%、30%、35%；随着含气体积分数的增加，脱气效率逐渐降低，然而随着气相出口分流比的增加，脱气效率逐渐升高，且升高趋势逐渐变缓慢，除油效率随气相出口分流比的增大呈现出先增大后减小的趋势。

（3）含气体积分数为20%、分流比变化范围在20%～35%之间时，除油效率最高为90.18%，对应脱气效率为97.1%；分流比为35%、含气体积分数变化范围在10%～30%之间时，除油效率最大值达到94.86%，对应脱气效率为98.6%。脱气除油旋流系统的脱气效率和除油效率均随含气体积分数的增加而不断降低，但脱气效率降低的趋势逐渐增大，而除油效率降低的趋势逐渐变得缓慢，证明了油滴重构旋流器可以在一定程度上改善含气情况下油水分离效果差的现象，脱气除油旋流系统对油气水三相分离的适用性较好。